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韩 淼, 蒋金卫, 杜红凯, 刘洋博, 冯思嘉, 董凯旗
(北京建筑大学北京未来城市设计高精尖创新中心, 北京 100044)
非结构构件分为持久性的非结构构件和支撑于建筑结构的附属设备[1]。随着经济的发展和人们对生活环境要求的提高,非结构构件的造价提升,在有些建筑中甚至已超过结构构件[2-3],若在地震中发生破坏,将造成不可估量的经济损失和人员伤亡。建筑主体结构与附属设备等非结构构件是耦合的结构整体,当设备质量较大时,两者的相互作用不应忽略。关于设备与传统抗震结构的耦合作用已有较多研究:李杰等[4-5]通过建立1∶4缩尺的多种不同类型结构体系进行振动台试验,研究表明设备与结构的耦合关系对设备-结构耦合体系的频谱特性有显著影响;林均岐[6]通过振动台试验模拟位于楼层顶部不同的非结构构件对整体结构响应的影响,结果表明非结构构件质量比和阻尼比的变化对整体结构的动力响应存在明显影响;陈建兵等[7]提出通过场地土的卓越周期判定设备与结构的相互动力作用对设备-结构耦合体系的动力响应影响。
自1994年Northridge地震和1995年Kobe地震后,国内外学者发现近断层地震动对长周期结构的破坏较大[8],尤其是具有脉冲特性的近断层地震动[9-10]。隔震技术因具有延长结构自振周期的特点,能达到保护上部结构的目的,近年来得到广泛应用。因此,诸多学者对近断层地震动作用下的隔震结构响应进行了深入研究[11-13],但多关注于无设备耦合的隔震结构响应,关于近断层地震动作用下设备与隔震结构耦合体系的动力响应研究较少。
据此,本文基于现有振动台试验数据的初步结论,选取近断层脉冲型和非脉冲型地震动各50条,对振动台试验模型进行模拟分析,研究设备-结构耦合隔震体系的动力响应。
以某5层钢框架结构为例进行研究,其设防烈度为8度(0.2g),场地类别Ⅱ类,设计地震分组为第一组,框架层高3.6 m,纵、横向均为6跨,跨度7.2 m,如图1所示。为开展振动台模型试验,考虑到振动台台面尺寸的限制,将该5层钢框架结构进行等效简化,得到双向单跨原型结构,并制作1∶4缩尺模型。梁、柱均采用方钢管,截面尺寸分别为70 mm(高)×70 mm(宽)×6 mm(厚)和100 mm(高)×100 mm(宽)×5 mm(厚),钢材采用Q355钢。楼板采用10 mm厚的钢板,楼层配重:1～4层2 040 kg,5层2 268 kg。模型的相似关系如表1所列。
图1 5层钢框架结构Fig.1 Five-story steel frame structure
表1 模型的相似关系
双向单跨原型结构与其缩尺模型的前3阶自振周期如表2所列。将缩尺模型的自振周期根据时间相似比1∶2转换后与原型结构周期进行对比,误差<3%,满足计算精度要求。
表2 原型结构与缩尺模型前3阶自振周期(单位:s)
在每根柱下安装一个橡胶隔震支座,支座水平刚度为0.25 kN/mm,其他参数如表3所列。在缩尺模型顶层耦合一个由4根长400 mm、直径12 mm的圆钢连接而成的设备。圆钢间距250 mm,设备质量为200 kg,自振频率为3.95 Hz,组成设备-结构耦合隔震体系。利用ABAQUS有限元软件进行建模,梁柱采用B32梁单元,楼板选用S4R5壳单元(图2)。耦合隔震体系的基本周期为0.85 s。
从太平洋地震工程研究中心(PEER)数据库中选取100条典型近断层地震波,其中近断层脉冲型和非脉冲型地震波各50条。脉冲型地震波按脉冲周期升序排列,非脉冲型地震波按峰值位移(Peak Ground Displacement,PGD)升序排列。选波原则如下:
表3 支座参数(单位:mm)
图2 有限元分析模型Fig.2 Finite element calculation model
(1) 根据国内外大多数研究学者公认的近断层地震动断层距定义,选取断层距在20 km以内的地震波;
(2) 为突出近断层地震异于远场地震动的强度特征,选择矩震级不小于5.5级的地震波;
(3) 为突出近断层地震动的强地面运动特性,选择峰值加速度大于0.1g的地震波；
(4) 地震波是否具有脉冲以及脉冲周期数值根据PEER数据库确定[14]。
将选取的近断层脉冲型和非脉冲型地震波的峰值加速度(Peak Ground Acceleration,PGA)调幅至0.07g、0.20g和0.40g,依次对应设防烈度8度(0.2g)的小震、中震和大震,分组输入给设备-结构耦合隔震体系模型,对耦合隔震体系的隔震层位移、层间位移、楼层加速度、设备加速度等动力响应进行分析,研究近断层脉冲型和非脉冲型地震动对设备-结构耦合隔震体系动力响应的影响。
3.1 隔震层位移响应
图3(a)、(b)、(c)分别绘出了PGA为0.07g、0.20g、0.40g时,50条脉冲型和50条非脉冲型地震波作用下隔震层的位移最大值，图中P1代表脉冲型地震作用的位移最大值,NP1代表非脉冲型地震作用的位移最大值。从图3中可看到,近断层脉冲型地震作用下的隔震层位移总体上大于非脉冲型地震作用；
隔震层位移的最大值为98.39 mm(40号脉冲地震波),超出橡胶隔震支座水平方向变形的限值，即隔震支座有效直径150 mm的0.55倍和隔震支座橡胶总厚度3倍之间的较小值82.5 mm。
表4给出了近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下隔震层位移的最大值、平均值对比。从表4中可看到,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下的隔震层位移最大值之比约为2.49,平均值之比约为2.25。这说明耦合隔震体系的隔震层位移响应需考虑近断层地震动脉冲特性的影响。
3.2 层间位移响应分析
图4(a)、(b)、(c)分别绘出了PGA为0.07g、0.20g、0.40g时,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下耦合隔震体系楼层层间位移的最大值与平均值曲线。图中P2代表脉冲型地震作用的位移平均值,NP2代表非脉冲型地震作用的位移平均值。由图4可看出,在近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下,楼层层间最大位移均呈反C形,1层与2层较大,3～5层逐渐减小。
表5给出了近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下耦合隔震体系楼层层间位移最大值、平均值的对比,同时在括号内给出了相应的层间位移角。从表5中可以看到,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下耦合隔震体系层间位移的最大值之比约为2.25,平均值之比约为2.17。这说明耦合隔震体系的层间位移响应需考虑近断层地震动脉冲特性的影响。
由《建筑抗震设计规范》[1]可知,多、高层钢结构弹性层间位移角限值为1/250,弹塑性层间位移角限值为1/50。由表5可看到:
(1) 当PGA为0.07g时,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下层间位移角平均值均远小于1/250,即结构能保持弹性;仅1条脉冲型地震波的层间位移角大于1/250,占2%。
(2) 当PGA为0.20g时,脉冲型地震作用下层间位移角的平均值大于1/250，非脉冲型地震作用下层间位移角的平均值小于1/250,最大值大于1/250。层间位移角最大值大于1/250的地震波共38条,其中脉冲型地震动32条,占64%;非脉冲型地震动6条,占12%。近断层非脉冲型地震作用下结构基本能保持弹性,但在脉冲型地震作用下结构进入弹塑性的概率明显增加。
图3 近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下的隔震层最大位移对比Fig.3 Comparison between the maximum displacement of isolation layer under near-fault pulse-like and non-pulse-like ground motions
表4 隔震层位移对比
(3) 当PGA为0.40g时,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下层间位移角的平均值均大于1/250。层间位移角最大值大于1/250的地震波共70条,其中脉冲型地震动45条,占90%;非脉冲型地震动25条,占50%。非脉冲型地震作用下结构进入弹塑性的概率已较大,在脉冲型地震作用下结构基本进入弹塑性,且超越弹塑性位移限值的概率为4%。
综上可得,相比近断层非脉冲型地震动,耦合隔震体系在近断层脉冲型地震动作用下的表现较差,结构进入弹塑性的概率明显增大。
图4 近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下的层间最大位移Fig.4 The maximum story drift under near-fault pulse-like and non-pulse-like ground motions
表5 层间位移对比
3.3 楼层加速度响应
图5绘出了PGA分别为0.07g、0.20g、0.40g时,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下楼层加速度的平均值曲线。由图5可以看到,楼层加速度沿高度呈C形变化或随高度的增加而增大,但以C形变化为主。其中,脉冲型地震作用下楼层加速度呈C形变化的比例为60%左右,非脉冲型地震作用下的比例为80%左右。一般而言,隔震技术可使顶层加速度峰值小于PGA[15],但由图5可知,近断层脉冲型地震动作用下耦合隔震体系的顶层加速度平均值大于PGA。
表6给出近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下楼层加速度最大值、平均值的对比。由表6可知,PGA为0.07g、0.20g、0.40g时,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下耦合隔震体系的楼层加速度的最大值之比约为1.71,平均值之比约为2.24。楼层加速度通常作为加速度敏感型非结构构件的性能指标,故耦合隔震体系的楼层加速度响应需考虑近断层地震动脉冲特性的影响。
3.4 设备加速度响应
图6(a)、(b)、(c)分别绘出了PGA为0.07g、0.20g、0.40g时,50条脉冲型和50条非脉冲型地震动作用下顶层设备的加速度最大值。由图6可知,近断层脉冲型地震作用下的设备加速度总体上大于非脉冲型地震作用。
图5 近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下的楼层加速度Fig.5 Floor acceleration under near-fault pulse-like and non-pulse-like ground motions
表6 楼层加速度对比
表7给出了近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下顶层设备加速度最大值、平均值的对比。由表7可知,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下,设备加速度的最大值之比约为1.06,平均值之比约为1.17。这说明脉冲特性对设备-结构耦合隔震体系中的设备加速度具有一定影响,隔震设计时需加以考虑。
3.5 设备位移响应
图7(a)、(b)、(c)分别绘出了PGA为0.07g、0.20g、0.40g时,50条脉冲型和50条非脉冲型地震动作用下顶层设备位移的最大值。表8给出了脉冲型和非脉冲型近断层地震作用下,耦合隔震体系顶层设备位移最大值、平均值的对比。由图7可知,33号脉冲型地震动作用下设备位移响应最剧烈;当PGA=0.40g时,设备塑性变形较大,时程曲线产生较大偏移,无法绕时间轴波动。由表8中PGA=0.40g时脉冲型和非脉冲型的设备位移比值明显大于PGA=0.07g和PGA=0.20g时,亦可发现该现象。由表8可知,近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下设备位移平均值之比约为1.20,说明脉冲特性对设备-结构耦合隔震体系中的设备位移有影响,隔震设计时宜加以考虑。
图6 近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下设备加速度最大值对比Fig.6 Comparison between the maximum acceleration of equipment under near-fault pulse-like and non-pulse-like ground motions
图7 近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下设备位移最大值对比Fig.7 Comparison between the maximum displacement of equipment under near-fault pulse-like and non-pulse-like ground motions
表7 设备加速度对比
表8 设备位移对比
50条近断层脉冲型地震波中,40号波引起了隔震层最大响应,33号波引起了设备最大响应;50条近断层非脉冲型地震波中,引起隔震层和设备最大响应的地震波也不同。这表明近断层地震动对耦合体系中主体结构和设备响应的影响有较大不同,引起主体结构最大响应的地震动对应的设备响应不一定最大,二者无绝对关系。对比响应的比值发现,脉冲特性对结构响应的影响明显大于对设备响应的影响;脉冲型与非脉冲型地震动作用下,结构平均响应的比值>2,而设备平均响应的比值≤1.2。究其原因在于近断层地震动中的脉冲具有低频特性,对隔震主体结构响应的影响较大,而设备与主体结构之间存在耦合作用,导致近断层脉冲型地震动作用下设备响应大于非脉冲型地震动,但设备频率明显大于主体结构频率,属于高频,故脉冲对其响应的增幅相对较小。
基于本文设备-结构耦合隔震体系,对近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下的隔震层位移、层间位移、楼层加速度、设备加速度以及设备位移响应进行分析,得到以下结论。
(1) 相比近断层非脉冲型地震动,耦合隔震体系在近断层脉冲型地震动作用下的表现较差:近断层脉冲型地震作用下的隔震层位移、层间位移和楼层加速度明显大于非脉冲型地震作用;隔震层位移的最大值之比约为2.49,平均值之比约为2.25;层间位移的最大值之比约为2.25,平均值之比约为2.17;楼层加速度的最大值之比约为1.71,平均值之比约为2.24。
(2) 近断层地震作用下,层间位移呈反C形,1、2层较大,3～5层逐渐减小;楼层加速度沿高度呈C形分布或随高度的增加而增大,其中近断层脉冲型地震作用引起楼层加速度C形分布的概率明显大于非脉冲型地震作用。
(3) 整体而言,近断层脉冲型地震作用下的设备加速度和位移大于非脉冲型地震作用,设备加速度的最大值之比约为1.06,平均值之比约为1.17,设备位移的平均值之比约为1.20。这说明近断层地震动中的脉冲特性对设备-结构耦合隔震体系中的设备响应有影响。
由上述对比可知,近断层地震动的脉冲特性对结构的影响大于设备;近断层脉冲型和非脉冲型地震作用下结构位移和加速度平均响应的比值>2.0,而设备位移和加速度平均响应的比值≤1.2。引起隔震层最大变形的地震动对应的设备响应并不一定最大,需结合楼面时程的频谱特性进行具体分析。
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